D0I:10.13374/1.issnl00103.2008.03.006 第30卷第3期 北京科技大学学报 Vol.30 No.3 2008年3月 Journal of University of Science and Technology Beijing ar,2008 TA1/Q235钢复合板累积叠轧焊界面特性 董成文)李艳芳)任学平) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)中治京诚工程技术有限公司，北京100176 摘要对TA1/Q235钢复合板累积叠轧焊进行了研究.研究结果表明：采用累积叠轧焊方法能够制备出结合性能较好的钛 /碳钢复合板，其结合强度随着累积变形量与首道次变形量的增加而提高，叠轧过程中经磨床打磨与喷丸处理获得洁净、新鲜 并具有一定加工硬化程度的结合界面，会促进复合板结合强度的提高·800℃以下热轧后，Q235钢的组织呈明显的条带状：而 850℃以上热轧后，Q235钢条带状变形组织逐渐转化为等轴状，界面附近的Q235钢脱碳，出现明显的排列整齐且粗大的铁素 体晶粒带.钛侧的组织主要有等轴α组织和魏氏α组织.综合考虑轧制温度对钛与Q235钢组织与界面结合性能的影响，累 积叠轧温度应控制在800~850℃之间. 关键词复合板；工业纯钛：Q235钢：累积叠轧焊；结合强度：显微组织 分类号TG335.5+9 Joint interface characteristics of TAl/Q235 clad plates manufactured by accumu- lative roll-bonding DONG Chenguen),LI Yanfang2,REN Xueping) 1)School of Materials Science and Engineering.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China 2)Capital Engineering and Research Incorporation Ltd..Beijing 100176.China ABSTRACT A manufacturing process bas titanium ed on the accumulative roll-bonding (ARB)technology for TA1/Q235 clad plates was demonstrated.It is found that well-bonded clad plates can be obtained by this process.The bond strength improves as the accu- mulative deformation and the first pass deformation increase.The surface treatment methods.i.e.rotoblasting and grinding help get a dlean,fresh and work-hardening interface,therefore improve the bond strength of TAl/Q235 clad plates.When the rolling tem- perature is lower than 800C,the stripped microstructure of Q235 steel can be examined.However.when rolling temperature is higher than 850C,this kind of stripped microstructure turns into equiaxed grains due to recrystallization.In addition,there are fer- rite belts with regular and coarse grains along the joint interface,but the microstructure of TAl titanium is mainly equiaxed a and Widmannstatten a structures in metallographic analysis.Considering the microstructures of Q235 steel and TAl titanium and their bonding properties.the ARB temperature should be controlled in the range of 800 to 850C. KEY WORDS clad plate:Q235 steel:commercial pure titanium:accumulative roll bonding:bond strength:microstructure 累积叠轧焊(accumulative roll-bonding,ARB) 可能获得较大的累积变形量，因此钛/碳钢复合板的 是日本大阪大学研究者Satito等发明的，将处理后 结合强度比较低，在应用上受到很大的限制，本研 的薄板在再结晶温度以下反复叠轧并使其自动焊 究将累积叠轧焊工艺引入到复合板的制备上，利用 合]，然后重复进行相同的工艺，以获得超常规大了累积叠轧焊工艺生产钛碳钢复合板，以实现材料 压下量，细化金属组织，大幅度提高材料的性 在强加工下的良好结合，为热轧法制备双金属复合 能]，钛/碳钢复合板的结合强度随累积变形量 板提供一种新的途径，在研究过程中未局限于累积 的增加而增大，但是，受到现实轧制装备的限制，不 叠轧焊固有工艺，分别尝试了不同的表面处理方法、 收稿日期：2007-01-04修回日期：2007-03-30 累积叠加方式和轧制工艺制度，通过对各组试样研 基金项目：国家自然科学基金资助项目(Na.50475174) 究结果的比较分析，为采用累积叠轧焊方法制备钛/ 作者简介：董成文(1965一)，男，副研究员 碳钢复合板奠定了良好的基础
TA1／Q235钢复合板累积叠轧焊界面特性 董成文1） 李艳芳2） 任学平1） 1） 北京科技大学材料科学与工程学院北京100083 2） 中冶京诚工程技术有限公司北京100176 摘 要 对 TA1／Q235钢复合板累积叠轧焊进行了研究．研究结果表明：采用累积叠轧焊方法能够制备出结合性能较好的钛 ／碳钢复合板其结合强度随着累积变形量与首道次变形量的增加而提高叠轧过程中经磨床打磨与喷丸处理获得洁净、新鲜 并具有一定加工硬化程度的结合界面会促进复合板结合强度的提高．800℃以下热轧后Q235钢的组织呈明显的条带状；而 850℃以上热轧后Q235钢条带状变形组织逐渐转化为等轴状界面附近的 Q235钢脱碳出现明显的排列整齐且粗大的铁素 体晶粒带．钛侧的组织主要有等轴α组织和魏氏α组织．综合考虑轧制温度对钛与 Q235钢组织与界面结合性能的影响累 积叠轧温度应控制在800～850℃之间． 关键词 复合板；工业纯钛；Q235钢；累积叠轧焊；结合强度；显微组织 分类号 TG335∙5＋9 Joint interface characteristics of TA1／Q235clad plates manufactured by accumulative rol-l bonding DONG Chengwen 1）LI Y anf ang 2）REN Xueping 1） 1） School of Materials Science and EngineeringUniversity of Science and Technology BeijingBeijing100083China 2） Capital Engineering and Research Incorporation Ltd．Beijing100176China ABSTRACT A manufacturing process bas titanium ed on the accumulative rol-l bonding （ARB） technology for TA1／Q235clad plates was demonstrated．It is found that wel-l bonded clad plates can be obtained by this process．T he bond strength improves as the accumulative deformation and the first pass deformation increase．T he surface treatment methodsi．e．rotoblasting and grinding help get a cleanfresh and work-hardening interfacetherefore improve the bond strength of TA1／Q235clad plates．When the rolling temperature is lower than 800℃the stripped microstructure of Q235steel can be examined．Howeverwhen rolling temperature is higher than850℃this kind of stripped microstructure turns into equiaxed grains due to recrystallization．In additionthere are ferrite belts with regular and coarse grains along the joint interfacebut the microstructure of TA1titanium is mainly equiaxed αand Widmannstättenαstructures in metallographic analysis．Considering the microstructures of Q235steel and TA1titanium and their bonding propertiesthe ARB temperature should be controlled in the range of 800to850℃． KEY WORDS clad plate；Q235steel；commercial pure titanium；accumulative roll bonding；bond strength；microstructure 收稿日期：2007-01-04 修回日期：2007-03-30 基金项目：国家自然科学基金资助项目（No．50475174） 作者简介：董成文（1965—）男副研究员 累积叠轧焊（accumulative rol-l bondingARB） 是日本大阪大学研究者 Satito 等发明的将处理后 的薄板在再结晶温度以下反复叠轧并使其自动焊 合［1］然后重复进行相同的工艺以获得超常规大 压下 量细 化 金 属 组 织大 幅 度 提 高 材 料 的 性 能［2—4］．钛／碳钢复合板的结合强度随累积变形量 的增加而增大．但是受到现实轧制装备的限制不 可能获得较大的累积变形量因此钛／碳钢复合板的 结合强度比较低在应用上受到很大的限制．本研 究将累积叠轧焊工艺引入到复合板的制备上利用 了累积叠轧焊工艺生产钛碳钢复合板以实现材料 在强加工下的良好结合为热轧法制备双金属复合 板提供一种新的途径．在研究过程中未局限于累积 叠轧焊固有工艺分别尝试了不同的表面处理方法、 累积叠加方式和轧制工艺制度通过对各组试样研 究结果的比较分析为采用累积叠轧焊方法制备钛／ 碳钢复合板奠定了良好的基础． 第30卷 第3期 2008年 3月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．30No．3 Mar．2008 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2008．03．006
250 北京科技大学学报 第30卷 1 研究方法 Q235钢板经磨床加工，去除氧化铁皮，然后经喷丸 处理，获得洁净、粗糙的表面，立即焊合制成复合坯 1.1实验材料 料，分别在700,750,800,850,900,950℃六个温度 实验所用基板为Q235钢锻坯，复板采用工业 点热轧，每轧一道次后空冷，取样分析；与第2组实 纯钛TA1.将表面处理好的钛放入两块Q235钢板 验不同的是，每次取样剩余坯料经表面处理后，两侧 之间，电弧封闭焊合，制成复合坯料，实验材料的化 对称叠加一块与其面积相等的Q235钢板 学成分如表1和表2所示. 实验中，之所以将原始坯料用电弧封闭焊合，是 表1低碳钢0235的化学成分（质量分数） 为了防止轧制加热时产生的内氧化影响结合强 Table 1 Chemical composition of Q235 steel % 度可，但是在焊合过程中残留在结合界面的空气忽 略不计，取样后采用CMT4105微电子万能试验机 Si Mn S Cr,Ni,Cu Fe 0.160.200.610.0190.023<0.30 进行剪切强度实验，使用NEOPHOT21大型光学显 余量 微镜观察材料的金相组织 表2工业纯钛TA1的化学成分（质量分数） Table 2 Chemical composition of TAl titanium 号 2研究结果分析 Fe 0 H Ti 2.1力学性能分析 0.08 0.08 0.050.01120.010.01余量 复合钢板结合性能的评价方法通常采用剪切实 验、剥离实验以及弯曲实验，剥离试样的制备比较 1.2实验过程 困难，弯曲试样方法还不太成熟，剪切实验评价复合 将试样分成三组，初始复合坯料中，Q235钢连 钢板结合强度该方法试样加工容易，操作简单，是目 铸坯经过热轧、机加工制成尺寸为100mm×60mm× 前应用最普遍的一种方法 5.5mm板坯，将工业纯钛TA1加工成95mm× 2.1.1累积变形量对结合强度的影响 55mm×3mm板坯，三组试样分别采用不同的轧制 用热轧法生产复合板的原理就是通过高温高压 工艺和表面处理方法， 作用，使待复合的两金属表面破碎，形成洁净、活化 第1组试样进行多道次轧制实验：首先将0235 的新生界面，促进两种金属的物理结合，因此结合 和TA1表面经过酸洗、脱脂、电弧封闭焊接制成复 过程中足够清洁的表面，足够多的金属达到原子间 合坯料，复合坯料分别在700,750,800,870℃四个 作用力范围是两个关键因素[61.图1所示为第1组 温度点热轧，每个试样对应一个温度点，每一个温度 试样多道次热轧后累积变形量与结合强度的关系曲 热轧4道次，在每轧一道次后空冷，取样分析.例 线，随着累积变形量的提高，更大面积的新鲜金属 如，1号试样在700℃热轧4道次，也就是首先将试 不断地达到原子间力的作用范围，结合强度也随之 样加热到700℃热轧一道次得到目标压下量，空冷， 增大·但是受到现实条件的限制，用普通热轧法很 取样分析；然后重新升温到700℃，热轧一道次，空 难获得更大的累积变形量.因此，为了获得超常规 冷，取样分析；如此循环4次，每道次按预先设定的 大变形量，实验采用累积叠轧焊的方法制备钛/碳钢 压下量热轧，最终得到目标累积压下量， 复合板，如图2所示，第2组试样经过累积叠轧后 第2组试样进行累积叠轧实验：表面处理方法 110 与第1组试样相同，复合坯料分别在750,800,850， 100 950℃四个温度热轧4道次，在每轧一道次后空冷， 80 取样分析；与第1组实验不同的是，每道次取样剩余 704 的坯料经表面处理后，单侧叠加一块与其面积相等 60 -■-750℃ -0-800℃ 的Q235钢板，电弧焊合制成新的复合坯料后，进行 50 -4-870℃ 下一道次轧制，如此循环4道次后，原始坯料两侧都 40 附有后来叠加的钢板.这样一边累积Q235钢板，一 0.6 1.4 18 22 真应变 边进行热轧的方式使原始坯料轻易地获得了超常规 大变形量， 图1第1组试样多道次轧制后累积变形量与结合强度的关系曲线 第3组试样仍然进行累积叠轧实验，但是尝试 Fig.I Change in shear strength with accumulative true strain after 了不同的表面处理方法和叠轧方式：首先将钛与 multi pass rolling
1 研究方法 1∙1 实验材料 实验所用基板为 Q235钢锻坯复板采用工业 纯钛 TA1．将表面处理好的钛放入两块 Q235钢板 之间电弧封闭焊合制成复合坯料．实验材料的化 学成分如表1和表2所示． 表1 低碳钢 Q235的化学成分（质量分数） Table1 Chemical composition of Q235steel ％ C Si Mn P S CrNiCu Fe 0∙16 0∙20 0∙61 0∙019 0∙023 ＜0∙30 余量 表2 工业纯钛 TA1的化学成分（质量分数） Table2 Chemical composition of TA1titanium ％ Fe O C N Si H Ti 0∙08 0∙08 0∙05 0∙0112 0∙01 0∙01 余量 1∙2 实验过程 将试样分成三组初始复合坯料中Q235钢连 铸坯经过热轧、机加工制成尺寸为100mm×60mm× 5∙5mm 板坯．将工业纯钛 TA1加工成95mm × 55mm×3mm 板坯．三组试样分别采用不同的轧制 工艺和表面处理方法． 第1组试样进行多道次轧制实验：首先将 Q235 和 TA1表面经过酸洗、脱脂、电弧封闭焊接制成复 合坯料复合坯料分别在700750800870℃四个 温度点热轧每个试样对应一个温度点每一个温度 热轧4道次在每轧一道次后空冷取样分析．例 如1号试样在700℃热轧4道次也就是首先将试 样加热到700℃热轧一道次得到目标压下量空冷 取样分析；然后重新升温到700℃热轧一道次空 冷取样分析；如此循环4次每道次按预先设定的 压下量热轧最终得到目标累积压下量． 第2组试样进行累积叠轧实验：表面处理方法 与第1组试样相同复合坯料分别在750800850 950℃四个温度热轧4道次在每轧一道次后空冷 取样分析；与第1组实验不同的是每道次取样剩余 的坯料经表面处理后单侧叠加一块与其面积相等 的 Q235钢板电弧焊合制成新的复合坯料后进行 下一道次轧制如此循环4道次后原始坯料两侧都 附有后来叠加的钢板．这样一边累积 Q235钢板一 边进行热轧的方式使原始坯料轻易地获得了超常规 大变形量． 第3组试样仍然进行累积叠轧实验但是尝试 了不同的表面处理方法和叠轧方式：首先将钛与 Q235钢板经磨床加工去除氧化铁皮然后经喷丸 处理获得洁净、粗糙的表面立即焊合制成复合坯 料分别在700750800850900950℃六个温度 点热轧每轧一道次后空冷取样分析；与第2组实 验不同的是每次取样剩余坯料经表面处理后两侧 对称叠加一块与其面积相等的 Q235钢板． 实验中之所以将原始坯料用电弧封闭焊合是 为了防止轧制加热时产生的内氧化影响结合强 度［5］但是在焊合过程中残留在结合界面的空气忽 略不计．取样后采用 CMT4105微电子万能试验机 进行剪切强度实验使用 NEOPHOT21大型光学显 微镜观察材料的金相组织． 2 研究结果分析 2∙1 力学性能分析 复合钢板结合性能的评价方法通常采用剪切实 验、剥离实验以及弯曲实验．剥离试样的制备比较 困难弯曲试样方法还不太成熟剪切实验评价复合 钢板结合强度该方法试样加工容易操作简单是目 前应用最普遍的一种方法． 2∙1∙1 累积变形量对结合强度的影响 图1 第1组试样多道次轧制后累积变形量与结合强度的关系曲线 Fig．1 Change in shear strength with accumulative true strain after mult-i pass rolling 用热轧法生产复合板的原理就是通过高温高压 作用使待复合的两金属表面破碎形成洁净、活化 的新生界面促进两种金属的物理结合．因此结合 过程中足够清洁的表面足够多的金属达到原子间 作用力范围是两个关键因素［6］．图1所示为第1组 试样多道次热轧后累积变形量与结合强度的关系曲 线．随着累积变形量的提高更大面积的新鲜金属 不断地达到原子间力的作用范围结合强度也随之 增大．但是受到现实条件的限制用普通热轧法很 难获得更大的累积变形量．因此为了获得超常规 大变形量实验采用累积叠轧焊的方法制备钛／碳钢 复合板．如图2所示第2组试样经过累积叠轧后 ·250· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第3期 董成文等：TA1/Q235钢复合板累积叠轧焊界面特性 .251. 获得高达3.65（真应变）的累积变形量，其最高结合 不应超过2m,本实验中综合比较三组试样的结合 强度达到了128MPa,远高于普通热轧法多道次轧 强度发现：当叠轧道次较少时，如图3和图4所示 后所得到的最高结合强度，这表明用累积叠轧焊的 (第3组试样叠轧1~3次)，最佳轧制温度在 方法能够获得较为理想的、传统热轧方法很难实现 850℃，结合强度最高值达到了120.2MPa·但是当 的累积变形量和结合强度， 叠轧道次较多时，低温大变形加工将更为有利，如 140 图2所示，当叠轧达到4道次时，最佳热轧温度在 -■一750℃ 120 -●-800℃ 800℃，结合强度达到了128MPa. w -4-850℃ -7-950℃ 120F 一■一第2组 80 100F 一●一第3组 60 80 60 警 404 295 1.01.52.02.53.03.54.0 真应变 20 图2第2组试样累积叠轧后累积变形量与结合强度的关系曲线 700750800850 900 950 轧制温度℃ Fig.2 Chang in shear strength with accumulative true strain after accumulative roll-bonding 图4变形量均为1.83时第2,3组试样结合强度的比较 Fig.4 Comparison of shear strength between the second and third 2.1.2轧制温度对结合强度的影响 group samples when the true strains are all 1.83 综合图14的实验结果还可以看出温度对结 合强度的影响.结合强度最高值在图1（第1组试 2.1.3表面处理方法和叠加方式对结合强度的影响 样)中出现在800℃，累积变形量2.08.图2（第2组 如图3和图4所示，两组试样采用不同的表面 试样)中，结合强度的最高值也出现在800℃，累积 处理方法和累积叠轧方式，在变形量相同的条件下， 变形量为3.65.图3和图4中，第3组试样结合强 第3组试样采用磨床打磨与喷丸加工进行表面清理 度的最高值出现在850℃.累积叠轧的最终结果显 并采用对称的累积叠加方式，其剪切强度明显高于 示结合强度并非一直随着温度升高而增加，这是因 第2组试样，主要有两个方面原因：第一，钛与碳钢 为钛在高温下具有较高的化学活性，在双金属界面 结合过程中裂口作用机制的存在，该机制认为金属 上生成一定厚度的金属间化合物和脆性相，对结合 表面在进行表面清理过程中会形成一层加工硬化 强度产生了不利影响；并且高温下叠轧道次越多，反 层，它的塑性低于基体金属，“在强烈的金属塑性变 应层越厚，破坏作用越强，相关研究也证明了金属 形过程中，塑性差的硬化层会优先破裂露出底层新 间化合物在复合板制备过程中的强烈破坏作用，当 鲜的基体金属，界面两侧的新鲜金属在巨大的正压 反应层达到一定厚度时，结合强度会随反应层的增 力作用下通过硬化层的裂缝挤出并且相互接触形成 厚而明显下降[门，对于钛碳钢复合板，反应层厚度 牢固的冶金结合[⑧].第3组试样经磨床打磨与喷 80-■-第2组 丸处理在双金属结合界面形成加工硬化层，促进钛 一●一第3组 与碳钢的结合，相关研究也表明，未经喷砂处理的 70 钛表面为均匀致密的氧化层，经喷砂处理后，其表面 60 的氧化层破碎剥落，呈凹凸不平粗糙的麻面).喷 50 丸清理效率高，清理质量好，清理成本低，可以在获 40 得相当高的表面清洁度的同时获得一定程度的粗糙 度[10山，加大双金属结合面的面积，因此这样的表 700750800850900950 面处理方法对钛与碳钢的复合是非常有利的，第 轧制温度℃ 二，由于钛和钢延伸率的不同，导致金属流动性的差 图3变形量均为0.92时第2,3组试样结合强度的比较 异，单面叠加Q235钢板会加剧这种延伸的差异性， Fig.3 Comparison of shear strength between the second and third 在结合界面产生剪切应力，对钛与Q235钢板的结 group samples when the true strains are all 0.92 合产生破坏性的影响；并且当变形量大到一定程度
获得高达3∙65（真应变）的累积变形量其最高结合 强度达到了128MPa远高于普通热轧法多道次轧 后所得到的最高结合强度．这表明用累积叠轧焊的 方法能够获得较为理想的、传统热轧方法很难实现 的累积变形量和结合强度． 图2 第2组试样累积叠轧后累积变形量与结合强度的关系曲线 Fig．2 Chang in shear strength with accumulative true strain after accumulative rol-l bonding 2∙1∙2 轧制温度对结合强度的影响 图3 变形量均为0∙92时第2、3组试样结合强度的比较 Fig．3 Comparison of shear strength between the second and third group samples when the true strains are all0∙92 综合图1～4的实验结果还可以看出温度对结 合强度的影响．结合强度最高值在图1（第1组试 样）中出现在800℃累积变形量2∙08．图2（第2组 试样）中结合强度的最高值也出现在800℃累积 变形量为3∙65．图3和图4中第3组试样结合强 度的最高值出现在850℃．累积叠轧的最终结果显 示结合强度并非一直随着温度升高而增加．这是因 为钛在高温下具有较高的化学活性在双金属界面 上生成一定厚度的金属间化合物和脆性相对结合 强度产生了不利影响；并且高温下叠轧道次越多反 应层越厚破坏作用越强．相关研究也证明了金属 间化合物在复合板制备过程中的强烈破坏作用当 反应层达到一定厚度时结合强度会随反应层的增 厚而明显下降［7］．对于钛碳钢复合板反应层厚度 不应超过2μm．本实验中综合比较三组试样的结合 强度发现：当叠轧道次较少时如图3和图4所示 （第 3 组试样叠轧 1～3 次）最佳轧制温度在 850℃结合强度最高值达到了120∙2MPa．但是当 叠轧道次较多时低温大变形加工将更为有利．如 图2所示当叠轧达到4道次时最佳热轧温度在 800℃结合强度达到了128MPa． 图4 变形量均为1∙83时第2、3组试样结合强度的比较 Fig．4 Comparison of shear strength between the second and third group samples when the true strains are all1∙83 2∙1∙3 表面处理方法和叠加方式对结合强度的影响 如图3和图4所示两组试样采用不同的表面 处理方法和累积叠轧方式在变形量相同的条件下 第3组试样采用磨床打磨与喷丸加工进行表面清理 并采用对称的累积叠加方式其剪切强度明显高于 第2组试样．主要有两个方面原因：第一钛与碳钢 结合过程中裂口作用机制的存在．该机制认为金属 表面在进行表面清理过程中会形成一层加工硬化 层它的塑性低于基体金属“在强烈的金属塑性变 形过程中塑性差的硬化层会优先破裂露出底层新 鲜的基体金属界面两侧的新鲜金属在巨大的正压 力作用下通过硬化层的裂缝挤出并且相互接触形成 牢固的冶金结合” ［8］．第3组试样经磨床打磨与喷 丸处理在双金属结合界面形成加工硬化层促进钛 与碳钢的结合．相关研究也表明未经喷砂处理的 钛表面为均匀致密的氧化层经喷砂处理后其表面 的氧化层破碎剥落呈凹凸不平粗糙的麻面［9］．喷 丸清理效率高清理质量好清理成本低可以在获 得相当高的表面清洁度的同时获得一定程度的粗糙 度［10—11］加大双金属结合面的面积因此这样的表 面处理方法对钛与碳钢的复合是非常有利的．第 二由于钛和钢延伸率的不同导致金属流动性的差 异单面叠加 Q235钢板会加剧这种延伸的差异性 在结合界面产生剪切应力对钛与 Q235钢板的结 合产生破坏性的影响；并且当变形量大到一定程度 第3期 董成文等： TA1／Q235钢复合板累积叠轧焊界面特性 ·251·
.252 北京科技大学学报 第30卷 时两种金属的流动变形速度相差很大，表现为热轧 100 后的钛层沿轧向流出焊合好的Q235钢板.而双面 go 叠加Q235钢时，有效地避免了因复合坯料的不对 称性而引起的翘曲，减轻了轧制复合时剪切应力的 800℃ 破坏作用， 2.1.4首道次变形量对结合强度的影响 60 根据裂口结合机制，在压力作用下，只有当金属 表面的裂口达到一定宽度时才能完成结合过程，所 40 0.690.710.780.891.02131 以金属界面初始结合需要较大的临界变形量，在实 真应变 验中，只有当首道次变形量达到0.69（真应变）以上 时，才能实现复合，并且首道次变形量越大，结合强 图5首道次变形量与结合强度的关系曲线 度越高，如图5所示 Fig.5 Change in shear strength with the first passes true strain 2.2微观组织分析 温度低于再结晶温度，晶粒始终处于拉长破碎状态， 图6和图7为第3组试样在不同温度轧制后， 带状组织使金属材料的力学性能产生方向性，特别 Q235钢一侧的金相组织照片.从图中可以看出： 是横向的塑性和韧性明显降低，并使材料的切削性 700和800℃热轧后，由于轧制温度低于Q235的相 能恶化，从而降低复合板的综合力学性能.随着温 变温度(870℃)，界面附近组织呈现出非常明显的 度的升高，材料变形抗力降低，带状组织破碎程度增 平行于轧向的条带状变形组织；并且因为材料终轧 大，得到比较细小的晶粒， a (b) () 100m 100m 图6变形量1.83时不同温度热轧后钢的显微组织.(a)700℃；(b)850℃；(c)950℃ Fig6 Microstructures of steel after being rolled at different temperatures:(a)700C:(b)850C:(c)950C 100m 100m 图7不同温度热轧后钛（左）与钢（右）的显微组织.(a)800℃，真应变1.83：(b)900℃，真应变1.83 Fig.7 Microstructures of titanium (left)and steel (right)after being rolled at different temperatures:(a)800C.true strain 1.83:(b)900C. true strain 1.83 850,900和950℃的金相照片显示界面附近带 可以看到在界面两侧出现明显大于基体组织的铁素 状组织已经基本消失，晶粒逐渐粗大，而且从照片中 体晶粒带.该现象在850℃时开始出现，随着温度
时两种金属的流动变形速度相差很大表现为热轧 后的钛层沿轧向流出焊合好的 Q235钢板．而双面 叠加 Q235钢时有效地避免了因复合坯料的不对 称性而引起的翘曲减轻了轧制复合时剪切应力的 破坏作用． 2∙1∙4 首道次变形量对结合强度的影响 根据裂口结合机制在压力作用下只有当金属 表面的裂口达到一定宽度时才能完成结合过程所 以金属界面初始结合需要较大的临界变形量．在实 验中只有当首道次变形量达到0∙69（真应变）以上 时才能实现复合并且首道次变形量越大结合强 度越高如图5所示． 2∙2 微观组织分析 图6和图7为第3组试样在不同温度轧制后 Q235钢一侧的金相组织照片．从图中可以看出： 700和800℃热轧后由于轧制温度低于 Q235的相 变温度（870℃）界面附近组织呈现出非常明显的 平行于轧向的条带状变形组织；并且因为材料终轧 图5 首道次变形量与结合强度的关系曲线 Fig．5 Change in shear strength with the first passes true strain 温度低于再结晶温度晶粒始终处于拉长破碎状态． 带状组织使金属材料的力学性能产生方向性特别 是横向的塑性和韧性明显降低并使材料的切削性 能恶化从而降低复合板的综合力学性能．随着温 度的升高材料变形抗力降低带状组织破碎程度增 大得到比较细小的晶粒． 图6 变形量1∙83时不同温度热轧后钢的显微组织．（a）700℃；（b）850℃；（c）950℃ Fig．6 Microstructures of steel after being rolled at different temperatures：（a）700℃；（b）850℃；（c）950℃ 图7 不同温度热轧后钛（左）与钢（右）的显微组织．（a）800℃真应变1∙83；（b）900℃真应变1∙83 Fig．7 Microstructures of titanium （left） and steel （right） after being rolled at different temperatures：（a）800℃true strain1∙83；（b）900℃ true strain1∙83 850900和950℃的金相照片显示界面附近带 状组织已经基本消失晶粒逐渐粗大而且从照片中 可以看到在界面两侧出现明显大于基体组织的铁素 体晶粒带．该现象在850℃时开始出现随着温度 ·252· 北 京 科 技 大 学 学 报 第30卷
第3期 董成文等：TA1/Q235钢复合板累积叠轧焊界面特性 .253. 的升高，晶粒带逐渐加宽.这是因为钛作为强碳化 主要有等轴α组织和魏氏α组织 物形成元素，化学活性高，易与扩散到界面处的碳元 (4)综合考虑轧制温度对钛与Q235钢组织与 素结合形成TC,随着TC生成量的增多，使界面附 界面结合性能的影响，累积叠轧温度应控制在800~ 近的Q235钢出现C元素贫化区；当母材发生相变 850℃之间. 时，C元素的缺乏，会促进铁素体的形核和长大，所 以在界面附近出现铁素体晶带区，随温度的升高，脱 参考文献 碳现象严重，铁素体晶粒随之粗大，在900和950℃ [1]Staito Y,Utsunomiya H.Novel ultra-high straining process for bulk materials-development of the accumulative roll-bonding 轧制，其终轧温度高于再结晶温度，由于冷却过程中 (ARB)process.Acta Mater.1999,47(2):579 再结晶的作用，钢侧显微组织呈等轴状， [2]Tsuji N.Ultra fine grained bulk steel produced by accumulative 图6给出了不同温度轧制后钛的显微组织，从 roll-bonding(ARB)process.Scripta Mater,1999.40(7):795 图6中可以看出，在α相区轧制空冷后，α相呈等轴 [3]Xu R C.Tang D.Ren X P.et al.Mechanics properties of metal 状，组织相对细小，类似于钛材完全退火得到的等轴 materials strengthened by accumulative roll bonding process.U- 晶粒组织，由于Fe是B一Ti稳定元素，所以界面附 niv Sci Technol Beijing.2007.29(3):310 (许荣昌，唐获，任学平，等.累积叠轧焊强化金属材料的力学 近的a一Ti在溶入一定的Fe后会转变为P一Ti,导致 性能.北京科技大学学报，2007,29(3)：310) 界面附近的室温组织相对粗大.而从900和950℃ [4]Xu R C.Tang D,Ren X P,et al.Improvement of the quality 即B相区轧后空冷得到的α相以集束片状形式沿B and mechanical properties of a plain carbon steel by accumulative 晶界和晶内有规则地析出，此类形态称魏氏α组织， roll-bonding-J Univ Sci Technol Beijing.2005.27(4):448 晶粒较粗大，等轴组织在屈服强度、拉伸塑性及常 (许荣昌，唐获，任学平，等.累积叠轧焊工艺改善普碳钢材料 性能特征.北京科技大学学报，2005,27(4)：448) 规疲劳性能方面较好；而魏氏组织的蠕变性能和断 [5]Gilbreath W P.Definition and evaluation of parameters which in 裂韧性则较高12] fluence adhesion of metals//Adhesion or Cold Welding of Mate 因此生产钛碳钢复合板的过程中还要考虑轧制 rials in Space Environments.ASTM STP 431,1967:128 温度和冷却速度对钛与碳钢组织与结合性能的影 [6]Krallics G.An examination of the accumulative roll-bonding pro- 响，以期获得综合性能优异的复合板材.显然，为避 cess.J Mater Process Technol,2004,152:154 [7]Kundu S.Interfacial microstructure and mechanical properties of 免带状组织的不良影响，应避免在800℃以下热轧， diffusion-bonded titanium-stainless steel joints using a nickel inter- 3结论 layer.Mater Sci Eng:2006,A425:107 [8]MaZ X.Study results and production status of the metal clad (1)与传统热轧方法相比，采用累积叠轧的方 plates-Chin J Rare Met.2003,27(6),799 法生产钛碳钢复合板能大幅度提高其结合强度.在 (马志新·层状金属复合板的研究和生产现状.稀有金属，2003， 27(6):799) 用累积叠轧的方法生产钛/Q235钢复合板的过程 [9]Yang S W.Analysis of the titanium alloys'surface cleaning 中，为获得较好的结合强度，应尽可能提高其累积变 skills.Corros Prot,2003.24(2):64 形量和首道次变形量：当叠轧次数较少时轧制温度 (杨世伟.钛合金表面清理技术分析.腐蚀与防护，2003,24 可以选在800~900℃之间，但是当叠轧达到4道次 (2):64) 或更多时最佳热轧温度为800℃. [10]Shen G L.Applications of sandblasting skills in the aviation and automobile fields.Decorate Skills,2003,41(2):22 (2)基复板的表面处理以及后续轧制过程中的 (沈国良.喷丸清理技术在航空工业和汽车工业等领域的应 叠加方式也是影响结合强度的重要因素，经磨床打 用.装涂工艺，2003,41(2)：22) 磨与喷丸处理获得洁净、新鲜并具有一定加工硬化 [11]Aronsson B O.Hydrogen desorption from sand-blasted and 程度的结合界面，叠加过程中采用对称的叠加方式， acidetched titanium surfaces after glow-discharge treatment.J 都会促进复合板结合强度的提高， Biomed Mater Res.2001,54:20 (3)800℃以下热轧后，Q235钢的组织呈明显 [12]Tan SS.Science of Nonferrous Metals.Beijing:Metallurgical 的条带状；而850℃以上热轧后，条带状变形组织逐 Industry Press.1993:76 (谭树松，有色金属材料学，北京：冶金工业出版社，1993： 渐转化为等轴状，界面两侧的Q235钢脱碳，出现明 76) 显的排列整齐且粗大的铁素体晶粒带，钛侧的组织
的升高晶粒带逐渐加宽．这是因为钛作为强碳化 物形成元素化学活性高易与扩散到界面处的碳元 素结合形成 TiC随着 TiC 生成量的增多使界面附 近的 Q235钢出现 C 元素贫化区；当母材发生相变 时C 元素的缺乏会促进铁素体的形核和长大．所 以在界面附近出现铁素体晶带区随温度的升高脱 碳现象严重铁素体晶粒随之粗大．在900和950℃ 轧制其终轧温度高于再结晶温度由于冷却过程中 再结晶的作用钢侧显微组织呈等轴状． 图6给出了不同温度轧制后钛的显微组织．从 图6中可以看出在α相区轧制空冷后α相呈等轴 状组织相对细小类似于钛材完全退火得到的等轴 晶粒组织．由于 Fe 是β—Ti 稳定元素所以界面附 近的α—Ti 在溶入一定的 Fe 后会转变为β—Ti导致 界面附近的室温组织相对粗大．而从900和950℃ 即β相区轧后空冷得到的α相以集束片状形式沿β 晶界和晶内有规则地析出此类形态称魏氏α组织 晶粒较粗大．等轴组织在屈服强度、拉伸塑性及常 规疲劳性能方面较好；而魏氏组织的蠕变性能和断 裂韧性则较高［12］． 因此生产钛碳钢复合板的过程中还要考虑轧制 温度和冷却速度对钛与碳钢组织与结合性能的影 响以期获得综合性能优异的复合板材．显然为避 免带状组织的不良影响应避免在800℃以下热轧． 3 结论 （1） 与传统热轧方法相比采用累积叠轧的方 法生产钛碳钢复合板能大幅度提高其结合强度．在 用累积叠轧的方法生产钛／Q235钢复合板的过程 中为获得较好的结合强度应尽可能提高其累积变 形量和首道次变形量；当叠轧次数较少时轧制温度 可以选在800～900℃之间但是当叠轧达到4道次 或更多时最佳热轧温度为800℃． （2） 基复板的表面处理以及后续轧制过程中的 叠加方式也是影响结合强度的重要因素．经磨床打 磨与喷丸处理获得洁净、新鲜并具有一定加工硬化 程度的结合界面叠加过程中采用对称的叠加方式 都会促进复合板结合强度的提高． （3）800℃以下热轧后Q235钢的组织呈明显 的条带状；而850℃以上热轧后条带状变形组织逐 渐转化为等轴状界面两侧的 Q235钢脱碳出现明 显的排列整齐且粗大的铁素体晶粒带．钛侧的组织 主要有等轴α组织和魏氏α组织． （4） 综合考虑轧制温度对钛与 Q235钢组织与 界面结合性能的影响累积叠轧温度应控制在800～ 850℃之间． 参 考 文 献 ［1］ Staito YUtsunomiya H．Novel ultra-high straining process for bulk materials-development of the accumulative rol-l bonding （ARB） process．Acta Mater199947（2）：579 ［2］ Tsuji N．Ultra-fine grained bulk steel produced by accumulative rol-l bonding （ARB） process．Scripta Mater199940（7）：795 ［3］ Xu R CTang DRen X Pet al．Mechanics properties of metal materials strengthened by accumulative roll bonding process．J Univ Sci Technol Beijing200729（3）：310 （许荣昌唐荻任学平等．累积叠轧焊强化金属材料的力学 性能．北京科技大学学报200729（3）：310） ［4］ Xu R CTang DRen X Pet al．Improvement of the quality and mechanical properties of a plain carbon steel by accumulative rol-l bonding．J Univ Sci Technol Beijing200527（4）：448 （许荣昌唐荻任学平等．累积叠轧焊工艺改善普碳钢材料 性能特征．北京科技大学学报200527（4）：448） ［5］ Gilbreath W P．Definition and evaluation of parameters which influence adhesion of metals∥ A dhesion or Cold Welding of Materials in Space Environments．AST M STP 4311967：128 ［6］ Krallics G．An examination of the accumulative rol-l bonding process．J Mater Process Technol2004152：154 ［7］ Kundu S．Interfacial microstructure and mechanical properties of diffusion-bonded titanium-stainless steel joints using a nickel interlayer．Mater Sci Eng2006A425：107 ［8］ Ma Z X．Study results and production status of the metal clad plates．Chin J Rare Met200327（6）：799 （马志新．层状金属复合板的研究和生产现状．稀有金属2003 27（6）：799） ［9］ Yang S W．Analysis of the titanium alloys’ surface cleaning skills．Corros Prot200324（2）：64 （杨世伟．钛合金表面清理技术分析．腐蚀与防护200324 （2）：64） ［10］ Shen G L．Applications of sandblasting skills in the aviation and automobile fields．Decorate Skills200341（2）：22 （沈国良．喷丸清理技术在航空工业和汽车工业等领域的应 用．装涂工艺200341（2）：22） ［11］ Aronsson B O． Hydrogen desorption from sand-blasted and acidetched titanium surfaces after glow-discharge treatment． J Biomed Mater Res200154：20 ［12］ Tan S S．Science of Nonferrous Metals．Beijing：Metallurgical Industry Press1993：76 （谭树松．有色金属材料学．北京：冶金工业出版社1993： 76） 第3期 董成文等： TA1／Q235钢复合板累积叠轧焊界面特性 ·253·
